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Délivré par L’UNIVERSITE PAUL SABATIER – TOULOUSE III Spécialité : GENIE CIVIL
JURY
M. Alain SELLIER Président du jury
M. Benoît BISSONNETTE Rapporteur
M. Jean-Louis GALLIAS Rapporteur
Mme. Michèle CURT Examinatrice
M. Gilbert PEIFFER Examinateur
M. Charles-Henri DETRICHE Examinateur
M. Jean-Paul BALAYSSAC Examinateur
Ecole doctorale : Mécanique, Energétique, Génie civil et Procédés Unité de recherche : Laboratoire Matériaux et Durabilité des Constructions
Directeurs de Thèse : Charles-Henri DETRICHE, Jean-Paul BALAYSSAC Présentée et soutenue par AMBA JEAN CHILLS
Le 21 Novembre 2008
Caractérisation des gradients de propriétés d’une couche de
mortier et influence sur la fissuration : Expérimentation et
Je tiens à exprimer ma profonde gratitude à mes directeurs de thèse, Charles-Henri Détriché et Jean-Paul Balayssac pour m’avoir prodigué des orientations, des conseils et des encouragements tout au long de la réalisation de ce travail sans jamais ménager leurs efforts. Qu’ils trouvent ici mes sincères remerciements et ma profonde reconnaissance.
Je souhaite également faire part de ma reconnaissance à la Société Weber et Broutin qui a financé cette étude et plus particulièrement l’ensemble du personnel du laboratoire recherche et développement de SERVAS qui m’ont chaleureusement reçu pour me fournir des renseignements précieux pour la préparation de ma campagne expérimentale. Je pense notamment à Michèle Curt, Fabrice Grandhaie, Serge Rimlinger, sans oublier Antoine, Marie Thérèse, Nadine, Cedric, Lydie, Annabella, Alexis, José, Momo ainsi qu’à l’ensemble des membres du laboratoire qui ont contribué à l’existence de conditions de travail exemplaires. Je remercie également Ginette Arliguie et Bernard Husson pour m’avoir accueilli au sein du LMDC au moment où je débarquais nouvellement à Toulouse.
Je remercie vivement Benoît Bissonnette et Jean-Louis Gallias pour avoir accepté d’être rapporteur de cette thèse, pour leurs remarques pertinentes, enrichissantes et constructives vis-à-vis des travaux effectués.
Un grand merci également à Alain Sellier d’avoir accepté de présider le jury de cette thèse ainsi que pour ses remarques enrichissantes et avisées.
J’adresse mes sincères remerciements à Gilbert Peiffer, du groupe Saint Gobain qui m’a fait l'honneur de faire partie du jury et enrichir ce travail avec sa grande expérience.
Je tiens à remercier aussi l’ensemble des membres du LMDC pour ces années passées ensemble, plus particulièrement René Boujou, Bernard Attard, Marc Begué, Guillaume Lambaré et Richard pour leur aide, leur disponibilité et leur bonne humeur.
Je n’oublierais pas l’ensemble des doctorants du LMDC, plus particulièrement les collègues du bureau 316 : Guillaume, Nordine, Youcef, Jérôme, Rachida ainsi que Pierre-Yves, Fabrice,
mes remerciements sont à adresser à toute personne qui a contribué de près ou de loin au bon déroulement de ce travail, qu'elle trouve ici ma profonde gratitude.
Je pense également à ma famille toute entière pour leur soutien, leur compréhension et leur patience et leur aide durant ces moments.
TITRE : Caractérisation des gradients de propriétés d’une couche de mortier et influence sur la
fissuration : Expérimentation et Modélisation
DIRECTEURS DE THESE : Charles-Henri DETRICHE et Jean-Paul BALAYSSAC LIEU ET DATE DE SOUTENANCE : Toulouse le 21 Novembre 2008
RESUME : Ce travail décrit l’ensemble des phénomènes qui gouvernent le comportement sur
site des couches d’enduit au regard de la fissuration. On s’intéresse plus particulièrement aux mortiers industriels formulés à base de liants hydrauliques et aux gradients de propriétés qui sont induits par le séchage (gradients hydriques, gradients d’hydratation, gradients de porosité, gradients de déformations). On se focalise notamment sur l’analyse de l’impact de ces gradients de propriétés sur la susceptibilité à la fissuration de la couche de mortier.
Dans ce contexte, les différents tests expérimentaux développés pour la caractérisation des gradients de propriétés sont décrits et présentés. Les résultats obtenus montrent globalement que les gradients de propriétés sont très significatifs au voisinage de la surface de séchage.
Pour l’évaluation de la susceptibilité à la fissuration, des tests sont développés puis validés par une étude sur maquettes et sur plaques avec notamment le suivi des déformations dans la couche de mortier en présence d’un support adhérent. L’étude permet de mettre en évidence l’influence de facteurs tels que la formulation du mortier, l’épaisseur d’application de la couche de mortier ainsi que les conditions de conservation sur la susceptibilité à la fissuration du matériau.
Une approche numérique pour l’évaluation du comportement des couches de mortiers sur site au regard de la fissuration est aussi présentée. Une modélisation numérique par éléments finis est abordée par le biais d’un modèle multi-physique permettant de traiter les couplages Thermo Hydro Mécanique dans un contexte de mécanique non linéaire (théorie de l’endommagement). A partir de ce modèle une étude paramétrique est réalisée pour analyser l’effet des conditions de conservation ou de l’épaisseur de la couche de mortier sur l’échéance de fissuration.
Enfin, un outil d’aide pour l’évaluation du risque de fissuration des matériaux formulés est proposé en vue d’une exploitation industrielle.
MOTS CLES : Mortier ; séchage ; comportement mécanique ; gradients de propriétés ;
contraintes ; retrait empêché ; fissuration ; modélisation ; transferts hydriques ; endommagement.
DISCIPLINE ADMINISTRATIVE : Génie civil
Laboratoire Matériaux et Durabilité des Constructions LMDC 135 avenue de Rangueil, 31077 TOULOUSE CEDEX 4
ABSTRACT: This work describes the phenomena that govern the behaviour of cement-based
materials used as a thin bonded overlay. The work is mainly focused on cement-based industrial mortars, and on the property gradients linked to drying phenomenon (hydric, hydration, porosity and strain gradients). This work presents some experimental techniques developed to assess the sensitivity of cracking induced by these property gradients. In this context, several tests are used for the purpose of predicting the differential behaviour of material subjected to drying. For all the properties, the behaviour of the material differs significantly according to depth, particularly close to the drying face for both laboratory samples and large plates of mortar. The study shows the influence of parameters such as the mortar composition, the mortar thickness and the environmental factors on the cracking sensitivity of the material.
In the numerical investigation, a finite element method is used to simulate the overlay behavior in drying conditions. This simulation allows taking into account the coupling between thermal, hydrous and mechanical effects in a context of non linear mechanics. By this model, a parametric study allows analysing the effect of both environmental conditions and thickness of the mortar layer upon the cracking time.
Finally, an experimental device is proposed to assess the sensitivity of cracking of mortars layer applied on a substrate. This device was developed for industrial applications.
KEY WORDS : Mortar; drying; mechanical behavior; property gradients; stresses; restrained
REMERCIEMENTS ... 1
DEFINITION DE LA PROBLEMATIQUE ET INTRODUCTION... 10
CONTEXTE DE L’ETUDE ... 10
OBJECTIFS DE LA THESE ... 13
PARTIE I : ASPECTS THEORIQUES ET SYNTHESE BIBLIOGRAPHIQUE ... 15
I.1 LE CIMENT PORTLAND ... 15
I.1.1LES CONSTITUANTS DU CLINKER... 15
I.1.2REACTIONS D’HYDRATATION DU CIMENT PORTLAND... 16
I.1.2.1 Hydratation du C3S ... 16
I.1.2.2 Hydratation du C2S ... 16
I.1.2.3 Hydratation du C3A... 16
I.1.2.4 Hydratation du C4AF ... 17
I.1.3CINETIQUE DU PROCESSUS DE L’HYDRATATION... 17
I.1.4DEGRE D’HYDRATATION... 19
I.1.5STRUCTURATION DE LA PATE DE CIMENT HYDRATEE... 21
I.1.5.1 La phase solide... 21
I.1.5.2 La structure poreuse... 22
I.2 LE CIMENT ALUMINEUX ... 23
I.3 LES SYSTEMES A BASE DE LIANTS BINAIRE ET TERNAIRE... 26
I.4 LES AJOUTS POUR LA MODIFICATION DES PROPRIETES DES MATERIAUX CIMENTAIRES ... 29
I.4.1LES ADDITIONS MINERALES... 29
I.4.2LES ADJUVANTS ORGANIQUES... 29
I.4.2.1 Les éthers de cellulose... 31
I.4.2.2 Les latex ... 36
I.5 LA DESSICCATION DES COUCHES MINCES DE MORTIER ... 42
I.5.1INFLUENCE DU SECHAGE... 43
I.5.1.1 Mécanismes du séchage ... 43
I.5.1.2 Effet temporel et effet d’échelle... 44
I.5.1.3 Conséquence sur la fissuration ... 45
I.5.1.4 Conséquence sur les propriétés mécaniques ... 46
I.5.2INFLUENCE DU SUPPORT SUR LA DESSICCATION... 47
I.6.1.2 Le retrait endogène ... 50
I.6.1.3 Le retrait thermique endogène ... 51
I.6.2LES VARIATIONS DIMENSIONNELLES EN CONDITION DE SECHAGE... 51
I.6.2.1 Le retrait plastique ... 51
I.6.2.2 Le retrait de carbonatation ... 52
I.6.2.3 Le retrait thermique exogène ... 53
I.6.2.4 Le retrait de séchage et les mécanismes physiques associés... 53
I.6.3LE FLUAGE ET LA RELAXATION DES CONTRAINTES DANS LA COUCHE D’ENDUIT... 55
I.6.4LES TECHNIQUES DE MESURE DES VARIATIONS DIMENSIONNELLES... 57
I.6.4.1 Les mesures volumiques ... 57
I.6.4.2 Les mesures linéiques... 59
I.6.5LES VARIATIONS DIMENSIONNELLES EN CONDITIONS EMPECHEES... 61
I.6.5.1 Essais surfaciques ... 61
I.6.5.2 Essais linéiques ... 63
I.6.5.3 Essais à l’anneau ... 65
I.7 CONCLUSION SUR LA SYNTHESE BIBLIOGRAPHIQUE... 66
PARTIE II: CAMPAGNE EXPERIMENTALE ET ANALYSE DES RESULTATS ... 68
II.1 INTRODUCTION... 68
II.2 MATERIAUX ETUDIES : PRESENTATION ET CARACTERISATION ... 68
II.2.1FORMULATIONS UTILISEES... 68
II.2.1.1 Les mortiers à base de ciment Portland... 68
II.2.1.2 Les mortiers industriels... 69
II.2.2CARACTERISATION MECANIQUE ET PHYSIQUE DES MORTIERS... 70
II.2.2.1 Propriétés physiques des mortiers ... 70
II.2.2.2 Caractérisation mécanique des mortiers ... 71
II.2.3VARIATIONS DIMENSIONNELLES (NFP15-433) ... 78
II.2.3.1 Le retrait endogène sur matériau à l’état durci... 78
II.2.3.2 Le retrait avec séchage et perte de masse due au séchage sur matériau à l’état durci ... 79
II.2.3.3 Le retrait de séchage sur matériau à l’état durci... 81
II.2.4VARIATIONS DIMENSIONNELLES MESUREES A PARTIR DU JEUNE AGE... 82
II.2.4.1 Détermination des pertes en eau des mortiers ... 83
II.2.4.2 Les variations dimensionnelles en condition endogène ... 84
II.2.4.3 Les variations dimensionnelles en condition de séchage... 84
II.2.5AVANCEMENT DE L’HYDRATATION... 86
II.2.5.1 Conductivité électrique en solution de la phase liante... 86
II.2.5.2 Mesure de l’échauffement sur mortiers au moyen de la calorimétrie semi - adiabatique ... 87
II.3 CARACTERISATION DES GRADIENTS DE PROPRIETES DANS LA COUCHE DE MORTIER ... 88
II.3.1LES TECHNIQUES UTILISEES POUR LA CARACTERISATION DES GRADIENTS DE PROPRIETES... 89
II.3.1.1 La méthode des tranches... 89
II.3.1.2 La technique des jauges noyées ... 92
II.3.2RESULTATS... 92
II.3.2.1 Les teneurs en eau mesurées sur tranches de mortiers ... 92
II.3.2.2 Distribution poreuse des mortiers... 95
II.3.2.3 Evolution des variations dimensionnelles dans la couche de mortier ... 97
II.3.3LES PROFILS DE TENEUR EN EAU EVAPORABLE DANS LA COUCHE DE MORTIER... 100
II.3.4LES PROFILS D’HYDRATATION EN EAU LIEE DANS LA COUCHE DE MORTIER... 101
II.3.5LES PROFILS DE POROSITE DANS LA COUCHE DE MORTIER... 101
II.3.6LES PROFILS DE VARIATIONS DIMENSIONNELLES DANS LA COUCHE DE MORTIER... 102
II.3.7CONCLUSION... 103
II.4 SUSCEPTIBILITE A LA FISSURATION D’UNE COUCHE DE MORTIER APPLIQUEE SUR UN SUPPORT ... 103
II.4.1CONCEPTION DE LA MAQUETTE... 103
II.4.1.1 Caractéristiques du système support - grille utilisé... 104
II.4.1.2 Caractérisation de l’interface ... 104
II.4.1.3 Instrumentation et protocole expérimental ... 106
II.4.2PRESENTATION DES RESULTATS... 108
II.4.2.1 Cas du mortier MA... 108
II.4.2.2 Cas du mortier MB... 110
II.4.2.3 Cas des mortiers WA et WB ... 112
II.4.2.4 Profils des déformations dans la couche de mortier en présence d’un support adhérent... 113
II.4.2.5 Quantification des gradients de déformations dans la couche de mortier... 114
II.4.2.6 Conclusion ... 116
II.4.3EXTENSION SUR DES PLAQUES... 116
II.4.3.1 Conditions d’essais ... 117
II.4.3.2 Conception et instrumentation de la plaque (maquette 2D) ... 118
II.4.3.3 Résultats obtenus ... 120
II.4.3.4 Influence des conditions de conservation : étude sur maquette (1D) ... 127
II.4.3.5 Influence des variations d’hygrométrie sur la fissuration ... 130
II.5 CONCLUSION SUR L’ETUDE EXPERIMENTALE... 135
PARTIE III : APPROCHE NUMERIQUE DU COMPORTEMENT DES COUCHES MINCES DE MORTIER ... 137
III.1 INTRODUCTION ... 137
III.2.1.2 Les transferts d’eau sous forme de vapeur ... 139
III.2.2DESCRIPTION DU MODELE DE DIFFUSION D’EAU... 139
III.2.3PARAMETRES DE LA LOI DE SECHAGE... 140
III.2.3.1 Identification et validation des paramètres de séchage... 142
III.2.3.2 Etude d’influence du paramètre A sur la cinétique de séchage... 145
III.2.4MODELISATION DES PROFILS HYDRIQUES SUR L’EPAISSEUR DE LA COUCHE DE MORTIER... 145
III.3 MODELISATION DES VARIATIONS DIMENSIONNELLES EN PRESENCE D’UN SUPPORT NON ADHERENT ... 148
III.3.1MODELISATION DU RETRAIT DE SECHAGE... 148
III.3.1.1 Détermination du coefficient de contraction hydrique ... 149
III.3.1.2 Validation sur éprouvette 40×40×160 mm ... 151
III.3.2MODELISATION DU RETRAIT TOTAL AVEC PRISE EN COMPTE DU RETRAIT ENDOGENE... 153
III.3.2.1 Cas des mortiers MA et MB... 153
III.3.2.2 Cas des mortiers WA et WB... 156
III.3.3MODELISATION DES PROFILS DE DEFORMATIONS SUR L’EPAISSEUR DE LA COUCHE DE MORTIER... 157
III.4 MODELISATION DES VARIATIONS DIMENSIONNELLES EN PRESENCE D’UN SUPPORT ADHERENT ... 161
III.4.1PRISE EN COMPTE DU COMPORTEMENT DIFFERE DU MATERIAU... 161
III.4.2PRISE EN COMPTE DE L’ENDOMMAGEMENT SUR LE COMPORTEMENT DES COUCHES MINCES DE MORTIER ... 163
III.4.2.1 Formulation générale du modèle d’endommagement ... 164
III.4.2.2 Evolution de l’endommagement ... 165
III.4.2.3 Identification des paramètres d’endommagement pour le mortier... 166
III.4.2.4 Influence de la prise en compte de la grille dans la modélisation du support... 168
III.4.2.5 Modélisation des variations dimensionnelles en présence d’un support adhérent : cas de la maquette (mortier- support) ... 169
III.5 ETUDE PARAMETRIQUE ... 183
III.5.1INFLUENCE DE L’EPAISSEUR DE LA COUCHE DE MORTIER... 183
III.4.2INFLUENCE DE LA VITESSE DE SECHAGE SUR LA FISSURATION... 184
III.4.3INFLUENCE DE LA VARIATION D’HYGROMETRIE SUR LA FISSURATION... 185
III.6 CONCLUSION ... 186
PARTIE IV: PROPOSITION D’UN OUTIL D’AIDE POUR L’EVALUATION DU RISQUE DE FISSURATION ... 188
IV.1 INTRODUCTION ... 188
IV.2 PREPARATION DES EPROUVETTES COMPOSITES ... 188
IV.4 RESULTATS ... 189
IV.5 MODELISATION DU TEST DE FISSURABILITE ET VALIDATION ... 190
IV.5.1 MODELE ANALYTIQUE... 190
IV.5.2 CALCUL PAR ELEMENTS FINIS... 193
IV.6 EXPLOITATION DU TEST ... 194
IV.7 CONCLUSION ... 196
CONCLUSION GENERALE ET PERSPECTIVES ... 197
REFERENCES BIBLIOGRAPHIQUES ... 201
ANNEXE- A : DESCRIPTION DES JAUGES UTILISEES ... 210
ANNEXE- B : CARACTERISTIQUES DU SUPPORT IPN ET DE LA GRILLE ... 214
ANNEXE- C : ANALYSE ATG SUR L’EPAISSEUR DE LA COUCHE DE MORTIER ... 215
ANNEXE- D : VARIATIONS DIMENSIONNELLES SUR MORTIER WEBER... 216
ANNEXE- E : EVOLUTION DES GRADIENTS DE TEMPERATURE ... 217
ANNEXE- F : COURBES D’ISOTHERMES DE DESORPTION... 218
DEFINITION DE LA PROBLEMATIQUE ET
INTRODUCTION
DEFINITION DE LA PROBLEMATIQUE ET INTRODUCTION
Contexte de l’étude
Les applications de mortiers industriels sont aujourd’hui très répandues dans le domaine de la construction. Pour répondre à la demande sans cesse croissante, les industriels proposent de plus en plus sur le marché une gamme de produits variés prêts à l’emploi, utilisables tant dans le secteur de la construction neuve que dans ceux de la réparation et de la réhabilitation. Ces produits couvrent de multiples applications telles que la préparation des chapes, les ragréages et rechargements, les jointoiements, les enduisages et lissages de parois, les renforcements ou les réparations d’éléments localement dégradés. Dans cette étude, on s’intéresse plus particulièrement aux structures de couches minces de mortier que nous allons désigner par le terme « enduit ». La figure 1 donne des exemples d’applications généralement rencontrées.
Travaux de rénovation de façade
Enduit mural projeté
Travaux de ragréage
Figure 1 – Structures de couches minces de mortier généralement rencontrées
La durabilité d’un enduit se traduit essentiellement par une fissuration minimisée ou évitée, et également par l’obtention d’une adhérence au support qui soit suffisante et qui ne se détériore pas dans le temps [Laurence 2001]. Mais concevoir et réaliser un enduit sur une structure ne relève pas seulement d’un savoir faire technique [Bernard 2002]. Il s’agit d’un problème complexe, qui fait intervenir des propriétés physico-chimiques et mécaniques des matériaux dont certaines sont encore mal connues [Martinola 2001]. Il s’agit donc d’un marché important qui justifie de la part des industriels des efforts et des investissements considérables pour améliorer et diversifier leur production.
Cependant, l’évaluation du comportement de la couche de mortier se fait en général de façon presque exclusivement empirique à partir d’observations in situ de pathologies telles que l’apparition de fissuration plus ou moins importante ou le décollement. Toutefois l’impact de sollicitations extérieures telles que la dessiccation ou les effets thermiques sur l’évolution des propriétés physiques et mécaniques est encore très mal pris en compte. C’est pourtant l’ensemble de ces sollicitations qui constitue l’élément majeur dans le comportement des couches de mortier. En particulier les conditions thermiques et hygrométriques du milieu environnemental vont générer des variations dimensionnelles qui sont susceptibles d’induire un état de contraintes différentiel sur l’épaisseur de la couche de mortier [Laurence 2001]. Les interactions entre la couche de mortier et le support d’application sont d’autres éléments régulateurs [Nicot 2008]. En effet on lie deux matériaux qui ont des propriétés différentes, en particulier le support de pose présente généralement une rigidité plus importante que celle de la couche de mortier. Les variations dimensionnelles induites par les sollicitations environnementales vont être en partie ou totalement empêchées [Laurence 2001] [Bissonnette 1996]. Cette déformation gênée est à l’origine de contraintes de traction localisées dans la couche de mortier et de contraintes de traction et de cisaillement à l’interface qui peuvent entraîner des pathologies irréversibles [Beushausen 2007] [Granju 2004] [Martinola 2001] [Tran 2006].
Des exemples de fissurations observées sur des structures d’enduits sont représentées sur la figure 2. Ces pathologies ont un impact sur l’esthétique de l’ouvrage, mais également dans bien des cas sur son intégrité. Ainsi donc, la maîtrise de la fissuration constitue une problématique majeure pour assurer la durabilité des structures d’enduits puisque que celles-ci ont une influence directe sur l’étanchéité du support.
Enduit monocouche
La performance de la couche d’enduit dépend donc non seulement de ses caractéristiques intrinsèques mais aussi de celle de l’interface support – enduit [Grasley 2002] [Tran 2006] [Nicot 2008]. Certains auteurs comme Emmons [Emmo 1994] cité par Molez [Mole 2003] ou Tony [Tony 2006] donnent une représentation schématique du modèle d’interface support - matériau de réparation en béton (voir figure 3). Pour ces auteurs, cette zone de transition peut être comparée à l’auréole de transition observée au niveau de l’interface pâte – granulat
[Ollivier 2003].
Figure 3 - Modèle d’interface dans un système substrat-matériau de réparation
[Emmons 1994] cité par Molez [Molez 2003]
Détriché [Détriché 1983a] ou Kim [Kim 2004] évoquent également le fait que l’enduit n’est en général pas homogène, mais qu’il est constitué de couches de compositions différentes. Dans le même sens, Martinola [Martinola 2001] modélise la couche d’enduit comme un matériau stratifié composé de plusieurs sous-couches, chacune d’elles étant susceptible de subir des variations dimensionnelles d’une certaine amplitude, sous l’influence des sous-couches voisines (voir figure 4). Ceci met en évidence le phénomène de retrait différentiel sur l’épaisseur de la couche de mortier, résultant des gradients de propriétés qui se développent entre la surface de séchage et le cœur du matériau.
Figure 4 - Modélisation des
variations dimensionnelles libres [Martinola 2001]
Une étude antérieure menée au LMDC dans le cadre d’un projet de recherche financé par la société Weber et Broutin France a également permis de mettre en évidence l’existence de
gradients de propriétés physiques et mécaniques conséquents dans l’épaisseur de la couche de mortier. On a en particulier démontré que ces gradients étaient particulièrement importants dans la partie supérieure de la couche, c'est-à-dire près de la surface de séchage. Pour certains des mortiers, des différences dans la texture du matériau ont même été décelées.
Ceci signifie que les conditions de mise en place et de conservation, en relation avec les formulations, peuvent induire de forts gradients de propriétés dans le volume du matériau pouvant conditionner sa susceptibilité à la fissuration et le décollement. Ces gradients sont principalement dus:
- à la distribution non uniforme des teneurs en eau dans le volume du matériau,
- au développement différentiel de l’hydratation de la phase liante sur l’épaisseur de la couche,
- au développement des variations dimensionnelles (essentiellement le retrait différentiel) et à leurs conséquences sur la distribution des contraintes génératrices de fissuration.
Objectifs de la thèse
L’objectif de ce travail est de mieux comprendre les phénomènes qui gouvernent le comportement sur site des couches d’enduit au regard du risque de fissuration. On s’appliquera en particulier à analyser l’impact des gradients de propriétés dans l’épaisseur de la couche de mortier sur cette susceptibilité à la fissuration. En effet à l’heure actuelle, la prise en compte de ces gradients de propriétés et de leurs conséquences est faite de façon empirique par les formulateurs. Ce travail se propose donc d’identifier et de quantifier ces gradients ainsi que leur relation avec la fissuration.
Les mortiers utilisés sont :
- des mortiers à base cimentaire Portland avec ou sans ajout de polymère, - des mortiers industriels à base ternaire avec ou sans ajout de polymère.
Cet éventail de mortiers a été choisi pour garantir une variation importante des résistances mécaniques et de la déformabilité.
Une première partie est consacrée à la synthèse bibliographique. Nous présentons l’état de l’art ainsi que les différents phénomènes qui gouvernent le comportement des couches minces de mortier. Une attention particulière est portée sur les conséquences que génère le séchage non uniforme de la couche de mortier sur la structuration du matériau, plus précisément l’évolution des gradients de propriétés hydriques, mécaniques et d’hydratation.
La deuxième partie est consacrée à l’étude expérimentale dans laquelle on se propose dans un premier temps d’identifier les propriétés physiques et mécaniques des matériaux. Par la suite, sont identifiées les propriétés du matériau en terme de variations dimensionnelles depuis la mise en œuvre jusqu’à la fissuration à travers un dispositif expérimental original développé spécialement pour ce travail. Un accent particulier est porté sur les moyens développés au cours de ce travail pour la quantification des gradients de déformations qui se développent dans la couche de mortier au cours de sa maturation.
Dans la troisième partie, une étude numérique destinée à mieux comprendre les différences de comportement dues aux conditions limites hydriques et mécaniques auxquelles sont soumises les couches minces de mortier est abordée. Ici on se focalise sur l’influence des variations d’hygrométrie, l’épaisseur de la couche de mortier et la nature du support sur lequel est appliqué le matériau. Le but recherché est le développement d’un outil d’aide à la prédiction de l’échéance de la fissuration du matériau.
Dans la quatrième partie de l’étude, nous proposons une méthodologie d’aide pour la formulation des produits. Celle-ci permet de classer les produits en fonction de leur susceptibilité à la fissuration. Cette partie détaille le dispositif expérimental utilisé, l’instrumentation et le protocole suivi pour cette analyse.
Enfin une dernière partie est consacrée à une conclusion générale et permet de dégager des perspectives pour une utilisation scientifique et industrielle des résultats de ce travail.
Partie I : ASPECTS THEORIQUES ET
SYNTHESE BIBLIOGRAPHIQUE
Partie I : ASPECTS THEORIQUES ET SYNTHESE BIBLIOGRAPHIQUE
I.1 Le ciment portland
Les ciments utilisés dans le domaine de la construction sont constitués en majorité de clinker Portland auquel on ajoute généralement des composés mineurs (représentant moins de 5% de la masse de ciment) comme des sulfates alcalins, de la chaux libre et des sulfates de calcium pour contrôler la réaction d’hydratation du C3A. Le gypse joue un rôle de stabilisateur de
l’hydratation du ciment en évitant l’apparition de réactions chimiques précoces du C3A. I.1.1 Les constituants du clinker
Le tableau I.1 résume les notations chimiques et cimentières des principaux constituants anhydres du ciment portland.
Tableau I.1 - Notations cimentières des principaux constituants du ciment Portland
Nom Oxyde Notation cimentière
Chaux CaO C Silice SiO2 S Alumine Al2O3 A Hématie Fe2O3 F Eau H2O H Oxyde de soufre SO3 S Périclase MgO M Oxyde de potassium K2O K
Ainsi donc, les différentes phases entrant dans la composition du clinker sont les suivantes. • L’Alite ou le silicate tricalcique C3S (3CaO.SiO2), est le constituant majoritaire entrant
dans la composition du clinker ; environ 50 à 70% de sa masse.
• La Belite ou le silicate bicalcique C2S (2CaO.SiO2), représente environ 10 à 30% de la
masse du clinker.
• L’Aluminate tricalcique C3A (3CaO.AlO3), représente environ 2 à 15% de la masse du
clinker.
• L’Alumino-ferrite tétracalcique ou (Fero-aluminate tétracalcique) C4AF
(4CaO.Al2O3.Fe2O3), qui représente environ 5 à 15% de la masse du clinker.
I.1.2 Réactions d’hydratation du ciment portland
Les réactions d’hydratation des différents composés du ciment sont complexes car celles-ci se déroulent avec des cinétiques différentes. Dans la plupart des ouvrages, les réactions d’hydratation des composés du ciment sont traitées séparément en considérant que chaque composé constitue une phase pure. Ce qui en réalité est faux car lors du processus d’hydratation, il existe des interactions entre les différentes phases [Taylor 1990] [Older 1972] [Ollivier 2003].
Nous résumons ici les grandes étapes décrivant l’hydratation des principales phases entrant dans la composition du clinker.
I.1.2.1 Hydratation du C3S
Le C3S est le constituant majeur du ciment Portland artificiel et joue un rôle important dans la
formation des hydrates et l’acquisition des résistances mécaniques. En effet au contact de l’eau, le C3S s’hydrate pour former les silicates de calcium hydratés (C-S-H) et la portlandite
(CH). Cette réaction est fortement exothermique et s’accompagne d’un dégagement de chaleur important. La stoechiométrie des C-S-H évolue tout au long de l'hydratation et est fortement influencée par la température, le rapport eau/ciment (E/C) et de la quantité d’impuretés (Cr, Ti, Sr) présentes dans les réseaux cristallins d’alite [LEA 2004]. On peut donc écrire de manière systématique une équation bilan des espèces mis en jeu [YE 2003].
3
3 3 2 4
2C S+7H →C S H +3CH Q, C S (I.1)
I.1.2.2 Hydratation du C2S
La réaction d’hydratation du C2S est semblable à celle du C3S mais avec une cinétique plus
lente et une exothermie plus faible. La réaction d’hydratation peut s’écrire sous la forme simplifiée :
2
2 3 2 4
2C S+5H →C S H +CH Q, C S (I.2)
I.1.2.3 Hydratation du C3A
La réaction d’hydratation du C3A est très rapide et fortement exothermique, ayant pour
conséquence la formation en premier lieu des composés tels que le C4AH19 et le C4AH13. Le
C3AH6 constitue la forme la plus stable qui est souvent à l’origine de la rigidification trop
3
3 6 3 6, C A
C A+ H →C AH Q (I.3) Pour retarder la structuration de la pâte, on ajoute du gypse pour contrôler la réaction. La réaction en présence du gypse forme l’ettringite et s’écrit :
3 3 3 3 2 26 6 32, C A ettringite C A+ C SH + H →C AS H Q 14243 (I.4)
Après épuisement du gypse (équation (I.4)), la phase ettringétique devient instable et se dissout pour former du monosulfoaluminate selon :
3 3 3 2 4 12 monosulfoaluminate 10 , C A C A C SH+ + H → C AS H Q 14243 (I.5)
La quantité respective de C3AH6, d’ettringite et de monosulfoaluminate dans la pâte de ciment
hydratée va donc dépendre de la quantité de gypse introduite.
I.1.2.4 Hydratation du C4AF
L’hydratation du C4AF est comparable à celle du C3A à la différence que la vitesse de
réaction et la chaleur dégagée sont plus faibles. Les produits formés contiennent de la ferrite Fe2O3. Les principales réactions d’hydratation du C4AF sont les suivantes :
4 4 3 3C AF+30H →4 3( , )C A F +2( , )A F H Q, C AF (I.6) En présence du gypse : 4 3 4 3 2 30 6( , ) 32 ( , ) 3 , C AF C AF+ C SH + H →C A F S H + A F H +CH Q (I.7)
I.1.3 Cinétique du processus de l’hydratation
La cinétique de l'hydratation des phases C3S et C3A est généralement considérée comme la
plus influente dans l’hydratation du ciment [LEA 2004]. La figure I.1 représente l'évolution typique du flux de chaleur dégagé lors de l'hydratation d'une pâte de ciment portland. Cette variation du flux thermique enregistrée lors de l'hydratation est généralement décrite dans la bibliographie. Mindess et Young [Mindess 1981] proposent cinq étapes successives décrites
1- une période de pré-induction (phase I) qui correspond au premier pic exothermique observé suite au passage en solution des anhydres dès leur contact avec l’eau. Elle concerne les premières minutes de la réaction.
2- une période d'induction ou période dormante (phase II), de 2 à 5 heures selon la réactivité du C3S, au cours de laquelle on observe une augmentation de la couche
protectrice de C3S et une augmentation de la concentration en ions Ca2+ . Durant cette
phase un très faible dégagement de chaleur est observé, traduisant une faible activité chimique.
3- une période d'accélération (phase III), marquée par la partie ascendante du second pic exothermique. Dans sa thèse, van Breugel [Breugel 1991] décrit ce mécanisme comme un transport d’ions et leur précipitation quasi-instantanée se traduisant par l’épaississement de la couche solide qui se forme autour des grains anhydres. L’accélération de l’hydratation peut être expliquée par la nucléation de Ca(OH)2 dans
la solution saturée en ions Ca2+ et la croissance de C-S-H en périphérie du grain.
4- une période de décélération (phase IV), associée à la partie descendante du second pic exothermique. Dans cette phase, la couche d’hydrates qui enrobe les grains anhydres devient assez épaisse pour diminuer la diffusion des ions dans l’eau. Cette période de faible activité thermique peut s'étendre sur des années tant qu’il reste du ciment anhydre et de l’eau dans les pores capillaires.
Figure I.1- Courbe calorimétrique de l’hydratation d’une pâte de ciment Portland tiré
I.1.4 Degré d’hydratation
Le degré d’hydratation du ciment est défini comme le rapport entre la masse hydratée au temps t et la masse initiale de ciment anhydre [Breugel 1991] [LEA 2004] :
( ) ( ) hyd i m t t m
α
= (I.8) avec•
α
(t) : le degré d’hydratation du ciment à l’instant t• mhyd(t) : la masse de ciment hydraté à l’instant t
• mi : la masse initiale de ciment anhydre
Expérimentalement, deux méthodes permettent de caractériser le degré d’hydratation d’une pâte de ciment. La méthode directe basée sur la quantification du ciment ayant ou n’ayant pas réagi à l’instant t, et la méthode indirecte consistant à suivre l’évolution d’une propriété commune aux différentes réactions d’hydratation (par exemple l’exothermie de la réaction d’hydratation, l’accroissement de la quantité d’eau liée etc) [Mounanga 2003].
Parmi les méthodes indirectes développées, on peut citer:
l’exothermie de la réaction d’hydratation:
Cette technique préconisée par Garcia [Garcia 2001] est reprise par Mounanga [Mounanga 2003] dans son travail de thèse. La technique permet de suivre l’évolution des réactions d’hydratation. Le degré d’hydratation est défini en supposant que les différentes réactions d’hydratation sont synchrones par la relation suivante :
( )
t(
Q t( )
)
Q t( )
Qα
α
∞ ≈ = (I.9) avec :• Q(t) : la quantité de chaleur dégagée à l’instant t
• Q∞ : la quantité de chaleur dégagée pour une hydratation complète du ciment.
On peut la calculer par la relation suivante [Mitani 2003] [Taylor 1990].
( )
(
)
(
)
(
)
1 3 2 2 3 3 4 4
Tableau I.2 - Chaleurs d’hydratation des phases minérales du clinker
Chaleur d’hydratation (en J/g) Van Breugel Taylor Q1 526 517 Q2 258 262 Q3 696 1144 Q4 258 418
Les écarts mesurés sur les quantités de chaleur dégagées par les phases aluminates sont probablement associés à des structures cristallographiques différentes des C3A et C4AF
présents dans les deux ciments.
la quantité d’eau chimiquement liée :
( )
t W t( )
W
α
∞
= (I.11) avec :
w(t) : quantité d’eau chimiquement liée, mesurée par perte au feu d’un échantillon de pâte de ciment entre 105°C et 550°C [Carré 2005]. Il est à noter que la température maximale peut être fixée à 1100°C dans la mesure où les échantillons ne contiennent pas de carbonates, par exemple dans le cas des ciments Portland constamment protégés de la carbonatation. w∞ : quantité d’eau chimiquement liée correspondant à une hydratation complète du
ciment ; cette quantité peut dans le cas d’un ciment Portland, être calculée à partir de la composition potentielle du ciment anhydre (Bogue).
Cette méthode est basée sur la quantification d’eau chimiquement liée à l’instant t et sur l’estimation de la quantité d’eau chimiquement liée correspondant à une hydratation complète du ciment [LCPC 2002]. la résistance en compression :
( )
( )
max c c R t t Rα
= (I.12) Des études menées par Torrenti [Torrenti 1992] cité par Feron [Feron 2003] sur l’évolution de la résistance en compression ont montré que celle-ci évolue linéairement en fonction du degré d’avancement de l’hydratation. Celui-ci peut donc être défini comme le rapport :( )
( )
max c c R t t Rα
=avec :
• Rc(t) : la résistance en compression à l’instant t • Rcmax : la résistance en compression finale
I.1.5 Structuration de la pâte de ciment hydratée
Le développement de la microstructure dans la pâte de ciment comprend deux phases principales : La phase solide formée principalement de produits d'hydratation et la phase poreuse (structuration du réseau poreux) [Ollivier 2003].
I.1.5.1 La phase solide
Les trois principaux produits d'hydratation sont les silicates de calcium hydratés (C-S-H), la portlandite (CH) et l’ettringite. La Figure I.2 présente, de façon résumée le développement des hydrates au cours du temps. Comme nous l’avons mentionné plus haut, les séquences d’hydratation des phases C3A et C3S sont prépondérantes. Lors de l’hydratation ces deux
séquences ne se déroulent pas de façon indépendante mais bien au contraire sont soumises à des interactions. D’après van Breugel [Breugel 1991], l’activation thermique des réactions des silicates par la chaleur de réaction des aluminates entraîne un effet accélérateur de la prise et du durcissement. De même, l’élévation du pH et de la concentration en calcium due à la libération de chaux lors de l’hydratation du silicate tricalcique modifie sensiblement la vitesse de réaction de l’aluminate.
Figure I.2- Développement des hydrates dans la pâte de ciment [Locher 1976] d’après Guang Ye [YE 2003]
I.1.5.2 La structure poreuse
La structuration progressive de la pâte de ciment du fait de l’hydratation s’accompagne aussi d’une diminution de la quantité d’eau initiale, ayant pour conséquence la création d’un réseau poreux évolutif. Cette structure poreuse peut être scindée en deux principales catégories qui sont [Taylor 1990]:
- les pores des hydrates ou pores du gel, - les pores capillaires.
Les pores de gel sont une caractéristique intrinsèque des hydrates et dépendent peu du rapport eau/ciment. Le gel de C-S-H est la source principale de cette porosité. Et dans ce cas, on retrouve deux types de pores [Baroguel 1994]:
• les pores inter-cristallistes situés entre les particules de gels,
• les pores intra-cristallites correspondant aux espaces entre les feuillets des C-S-H (la dimension caractéristique des espaces interfeuillets est de quelques dizaines d’angströms).
Les pores capillaires sont le résultat des reliquats des espaces intergranulaires puisque les produits d’hydratation ne remplissent pas tout le volume de la pâte de ciment. Cette porosité peut être considérée comme le volume occupé par l’eau évaporable [Ollivier 2003].
Les pores de taille supérieure à 50 nm abaissent la résistance et nuisent à l’imperméabilité. De même, ils influent sur le retrait et le fluage.
Les volumes de ces deux familles de pores dépendent de la porosité initiale et de l’avancement des réactions d’hydratation [Ollivier 2003].
Il faut noter que la différence entre la taille des pores de gel et les pores capillaire est dans une large mesure arbitraire, car le spectre de la taille des pores est un processus continu [Scrivener 1999]. Selon Mindess & Young [Mindess 1981], seuls les pores capillaires sont responsables de la perméabilité à l'eau.
Guang Ye [YE 2003] dans son étude bibliographique a donné une classification des pores, proposés dans la littérature. Le tableau suivant nous donne une classification des pores d’après Mindess et Young [Mindess 1981].
Tableau I.3 - Classification des pores dans une pâte de ciment hydratée [Mindess 1981] Nomenclature diamètre description Propriétés influencées
50 nm à 0,5 µm Grands capillaires Résistance, perméabilité Pores capillaires 10 nm à 50 nm Capillaires moyens Résistance, perméabilité, retrait à forte humidité relative 2,5 nm à 10 nm Petits capillaires Retrait à humidité relative
moyenne de 50%
0,5 nm à 2,5 nm Micropores Retrait, fluage
Pores des hydrates
<0,5 nm Micropores
(interfeuillets)
Retrait, fluage
I.2 Le ciment alumineux
Plusieurs appellations sont ainsi utilisées pour désigner ce ciment : le ciment d’aluminates de calcium (CAC) ou le ciment alumineux fondu (HAC). Le constituant majoritaire est l’aluminate monocalcique CaO.Al2O3 (CA en notation cimentaire). Bensted [Bensted 2002] a
étudié plus en détail l’hydratation du ciment alumineux. Au cours de l’hydratation, la microstructure du ciment alumineux se développe à travers les espaces intergranulaires remplis d’eau. Ce mode d’hydratation est très différent de celui des grains silico-calciques du clinker Portland pour lequel les hydrates recouvrent le grain d’une couche assez dense limitant les cinétiques de réactions ultérieures [Bensted 2002] [Chotard 2003]. La croissance des hydrates de ciment alumineux laissant libre la surface restante du grain anhydre, la poursuite de l’hydratation et l’élévation des résistances mécaniques sont rapides.
On distingue trois principales réactions pouvant être découplées par gamme de température
[Chotard 2003] [Feron 2002] [Bensted 2002] [Auvray 2003].
L’hydratation peut se faire en plusieurs étapes, comprenant la formation de produits intermédiaires CAH10, et C2AH8.
• pour des températures inférieures à 15°C, le produit formé est le CAH10. Il possède
d’excellentes propriétés liantes :
10
10
CA+ H →CAH (I.13)
Au delà de 15°C, les produits formés sont C2AH8 et le CAH10. Au fur et à mesure que la
température augmente au voisinage des 25°C, le principal hydrate formé est le C2AH8.
2 8 3
2CA+11H →C AH +AH (I.14)
• Pour des températures supérieures à 30°C les produits formés sont essentiellement du C3AH6
3 6 3
3CA+12H →C AH +2AH (I.15) On peut donc remarquer que la réaction d’hydratation entre l’aluminate de calcium et l’eau à température élévée aboutit à la formation d’aluminate de calcium hydraté C3AH6 et
d’alumine hydratée AH3. Ainsi la température a une influence non négligeable sur
l’hydratation des ciments alumineux. Dans leurs travaux, Smith et al. [Smith 2002] ont pu observer à partir des analyses ATG et des observations DRX l’influence de la température sur la formation des hydrates de pâtes de ciment alumineux au bout de 5 mois de conservation. Les températures de conservation étaient 5°C, 20°C, 40°C, et 60°C et le rapport E/C était égal à 0,33. Les résultats sont répertoriés sur le tableau I.4.
On peut constater que pour des températures de conservation inférieures à 40°C, la phase C3AH6 stable ne se forme pas du tout même au bout de 5 mois.
- la structure cristalline de l’aluminate de calcium hydraté passe du système hexagonal (CAH10) au système cubique centré (C3AH6),
- la porosité augmente,
- la résistance mécanique diminue.
Ces changements ont également été observés par Smith [Smith 2002].
La figure I.3 présente un exemple de courbe typique de l’échauffement d’un béton de ciment alumineux en conditions quasi-adiabatiques. Les températures T1 et T2 sont considérées comme des températures seuils qui caractérisent les changements de phases intervenant lors de l’hydratation du ciment [Feron 2002].
Tableau I.4 - Type d’hydrates formés entres 1 jour et 5 mois pour des pâtes à base de ciment
alumineux avec un rapport E/C = 0,33 : [Smith 2002]
Figure I.3 - Courbe d’échauffement d’un béton de ciment alumineux dans le temps (min)
[Feron 2002]
La cinétique de la réaction dépend de la température et du mode de conservation. En effet, pour des températures élevées (environ 50°C), la conversion (changement de phase) se produit en quelques jours et les résistances sont continûment croissantes [Smith 2002] [Scrivener 1999] [Auvray 2003]. Cette température est naturellement atteinte dans le matériau, du fait des réactions exothermiques d’hydratation, si la pièce coulée est
conservé à température ambiante, alors la conversion peut se produire au bout de quelques années entraînant avec elle la chute des résistances mécaniques du matériau qui découle des transformations chimiques [Scrivener 1999]. La figure I.4 donne une représentation schématique de l’influence des dimensions de la structure sur l’évolution des résistances mécaniques à court et à long terme.
Figure I.4 - Développement des résistances dans un échantillon de pâte de
ciment alumineux préparée avec un rapport E/C = 0,4 [Scrivener 1999]
Les hydrates stables du ciment alumineux C3AH6 et AH3 ont une densité élevée, ils occupent
donc moins de place que les hydrates silico-calciques au même degré d’hydratation. La matrice a une porosité plus élevée, donc une résistance mécanique plus faible que celle du clinker Portland pour le même rapport E/C [Scrivener 1999].
I.3 Les systèmes à base de liants binaire et ternaire
La réalisation de certains ouvrages nécessite l’emploi de matériaux avec des propriétés spécifiques. A cet effet, le ciment Portland peut être combiné avec d’autres liants ou des ajouts pour formuler des matériaux capables de répondre à des exigences particulières. Ces propriétés peuvent être la prise rapide, les hautes résistances au jeune âge, l’expansion et un faible retrait. C’est le cas par exemple des mélanges à base de liant binaire et ternaire. On peut citer par exemple les matériaux autonivelants [Yoshinobu 2006]; dans le domaine des enduits, de tels systèmes sont composés d'un système liant ternaire basé principalement sur un mélange de ciment Portland (PC), de ciment alumineux (CA) et de sulfate de calcium afin d'assurer une prise rapide [Yoshinobu 2006]. Ce système liant peut également être modifié par des additifs afin d’éliminer des bulles d’air ou d’obtenir des propriétés autonivelantes ou
autolissantes [Yoshinobu 2006] [Plank 2007] [Do 2003]. Les produits d'hydratation de la phase liante sont majoritairement formés d'ettringite, laquelle est principalement due à l'hydratation des phases aluminates fournies par le ciment alumineux [Evju 2001].
Les formulations basées majoritairement sur le ciment alumineux réagissent plus rapidement en termes de propriétés mécaniques. Ping Gu [Gu 1997] a étudié le développement des résistances mécaniques au jeune âge de trois compositions binaires avec différentes proportions Ciment Portland/Ciment alumineux de (20/80), (80/20) et (92.5/7.5) pour un rapport E/C égal à 0.4. Il démontre ainsi que le système binaire (20/80), basé majoritairement sur le ciment alumineux, développe de grandes résistances durant les premières heures comparé aux deux autres (92.5/7.5 et 80/20). Durant les 8 premières heures, le mélange à forte teneur en ciment Portland (92.5/7.25) est moins résistant que les deux autres, par contre son comportement mécanique s’améliore sensiblement par rapport au mélange (80/20) mais au bout de 72 heures il reste médiocre en comparaison au comportement mécanique du système à dominance de ciment alumineux (voir Tableau I.5). La figure I.5 nous donne une idée sur l’évolution de la chaleur d’hydratation des trois mélanges. On note ainsi une corrélation avec les résultats présentés sur le Tableau I.5 [Gu 1997]. D’après l’auteur, les faibles résistances enregistrées avec la composition binaire (80/20) sont probablement dues au fait que l’hydrations du C3S est retardée par la présence de ciment alumineux.
Tableau I.5- Résistance en compression des pâtes à base binaire (Ciment Portland/Ciment alumineux)
[Gu 1997]
Un mélange à base de ciment Portland, de ciment alumineux et de sulfate de calcium a été étudié par Evju et al. [Evju 2001]. Il apparaît grâce à des mesures de déformations au dilatomètre et de quantification par diffraction aux rayons X que, la phase ettringétique est également prépondérante et qu’elle a des propriétés expansives.
Figure I.5 - Evolution de la chaleur d’hydratation des pâtes à base binaire
(OPC/CAC) contenant différentes proportions de ciments alumineux (HAC) durant les 72 premières heures [Gu 1997]
La figure I.6 montre l’évolution des déformations durant les huit premières heures suivant la mise en œuvre d’une pâte à base ternaire composée de ciment alumineux, de ciment Portland et de l’hemihydrate-β pour des proportions respectives de (50%, 25% et 25%). On constate que les déformations mesurées se traduisent essentiellement par l’expansion de la pâte de ciment.
Figure I.6 - Dilatation d’un échantillon de pâte (à base ternaire) durant les 8 premières
heures de l’hydratation [Evju 2001]
Le développement des résistances mécaniques au jeune âge des systèmes binaires et ternaires dépendrait fortement des paramètres tels que le ratio (OPC/CAC), l’hydratation avec la formation des phases d’hydrates comme l’ettringite, les C-S-H, la portlandite, le monosulfoaluminate ainsi que le rapport des phases CAH10/C2AH8 [Gu 1997] [Evju 2001].
I.4 Les ajouts pour la modification des propriétés des matériaux cimentaires
I.4.1 Les additions minérales
Les additions minérales sont des produits qui sont incorporés dans un matériau cimentaire pour modifier une ou plusieurs de ses propriétés. Les pigments, les agents de mouture, les cendres volantes et les fumées de silice sont des exemples d'ajouts minéraux utilisés pour améliorer les propriétés des matériaux cimentaires. La présence d’ajouts peut avoir des effets accélérateurs (fumée de silice) ou retardateurs (cendres volantes) [Waller 2003]. Dans les matériaux cimentaires, ils jouent le rôle de filler, augmentant la compacité du mélange granulaire en s’insérant entre les grains de ciment. Du fait de leur grande surface spécifique (en particulier pour les fumées de silice), ils servent en effet de sites de nucléation et de germination aux hydrates du ciment [Pascal 2002] [Auvray 2003].
I.4.2 Les adjuvants organiques
Les adjuvants organiques sont généralement classés par la fonction qu’on leur attribue : rétenteur d’eau, entraîneur d’air, fluidifiant, inhibiteur de corrosion, imperméabilisant, agent anti- retrait.
En fonction des propriétés sur lesquelles ils agissent, on peut classer ces adjuvants en plusieurs groupes:
- les retardateurs de prise (sucres, hydroxyacides) qui ont une grande influence sur le degré d’hydratation,
- les entraîneurs d’air qui influent sur la résistance vis-à-vis du gel-dégel,
- les éthers cellulosiques, qui ont une influence sur l’hydratation, les propriétés mécaniques,
- les latex, qui ont une influence sur l’hydratation, la rhéologie et les propriétés mécaniques,
- les agents hydrofuges de masse.
- les rétenteurs d’eau et les superplastifiants qui ont une grande influence sur la maniabilité et la porosité.
Le superplastifiant agit sur les différentes périodes de l’hydratation du ciment [Pascal 2002]. Dans la première phase, l’adsorption du superplastifiant sur les phases minérales modifie et
les phases SO42-. Ils peuvent s’adsorber aussi sur la bassanite et retarder ainsi sa
transformation en gypse [Pourchez 2007]. Dans la période dormante, ils sont adsorbés sur les constituants du ciment, ce qui réduit les forces d’interaction entre les particules et fluidifie ainsi le mélange [Young 1972]. La période dormante est étendue, la forme et la nature des hydrates peuvent être modifiées ainsi que leur réactivité. Durant la période d’accélération, les molécules de superplastifiant peuvent se loger dans les pores de la solution interstitielle et modifier la nature et la quantité des produits d’hydratation [Jolicoeur 1998]. Les modes d’action envisagés sont représentés sur la Figure I.7. Les mécanismes présentés servent à la compréhension des interactions pouvant s’établir entre des molécules organiques et le ciment
[Ohama 1998] [Jolicoeur 1998].
- le mécanisme (a) illustre l’adsorption de molécules possédant des fonctions de type SO32-, COO-ou une fonction polaire tel OH,
- l’interaction (b), particulièrement adaptée au cas des superplastifiants, décrit l’adsorption des polymères chargés induisant un phénomène de répulsion intergranulaire,
- le schéma (c), approprié aux molécules tensioactives, traduit la formation de micelles à l’interface solide-solution,
- le mécanisme (d) renvoie à la chimisorption de polynaphtalène sulphonate sur des sites réactionnels spécifiques comme ceux des aluminates,
- le mécanisme (e) propose l’action de sucres ou d’hydroxy carboxyliques par complexation dans la solution interstitielle. Cette complexation peut alors retarder la précipitation d’hydrates comme la portlandite ou le C-S-H,
- le mécanisme (f) suggère que les adjuvants inhibent potentiellement la croissance des hydrates en s’adsorbant sur des sites cristallographiques spécifiques de croissance,
- enfin, le schéma (g) décrit l’insertion du polymère dans la structure de l’hydrate.
Les adjuvants peuvent être incorporés dans les mélanges cimentaires soit sous forme de poudre redispersable, soit sous forme liquide [Ohama 1995].
Les polymères confèrent plusieurs propriétés aux mélanges à base cimentaire. De manière générale, ils augmentent l’adhérence au support, facilitent aussi leur mise en place et augmentent leurs résistances mécaniques ainsi que leur résistance aux agressions chimiques
Figure I.7 - Schématisation des différents modes d’actions pouvant se produire entre un adjuvant et
une particule de ciment d’après Jolicoeur et al. [Jolicoeur 1998]
I.4.2.1 Les éthers de cellulose
Les éthers cellulosiques sont des polymères dérivés de la cellulose (maillons d’anhydroglucose reliés par une liaison glycosidique). Dans l’industrie cimentaire, les éthers de cellulose sont utilisés, essentiellement pour leur propriété de rétention d'eau. Les éthers de cellulose les plus couramment utilisés comme adjuvants dans l’industrie des liants hydrauliques sont le méthyle hydroxyéthyle cellulose (MHEC) et le méthyle hydroxypropyle cellulose (MHPC).
I.4.2.1.1 Interaction avec l’eau
traitement de surface n’est effectué au préalable [Pourchez 2006a]. Un traitement de surface, avant la granulation, permet alors une meilleure dispersion de ces additifs dans les systèmes aqueux. Les schémas présentés sur les figures I.8 et I.9 montrent un exemple de formules semi-développées de motifs de MHPC et MHEC.
Figure I.8 - Formule semi-développée d’un
motif de MHPC [Peschard 2002]
Figure I.9 - Formule semi-développée d’un motif de MHEC [Peschard 2002]
D’après plusieurs auteurs [Pourchez 2006a] [Khayat 1998] [Peschard 2002] [Bertrand 2002], les trois principaux modes d'action des éthers de cellulose avec l’eau sont les suivants:
Adsorption : Les longues chaînes de polymère adhèrent à la surface des molécules d'eau,
adsorbent et fixent une partie de l'eau du système et s'expansent. Cela augmente la viscosité de l'eau.
Association : Il peut apparaître des forces d'attraction entre les molécules adjacentes et les chaînes polymères, réduisant la mobilité de l'eau, pouvant ainsi causer la formation d'un gel et augmenter la viscosité.
Entrelacement : Pour les grandes concentrations d'éther de cellulose et sous l'effet des faibles
cisaillements lors du malaxage, les chaînes polymères peuvent s'entrelacer. Il en résulte une augmentation de la viscosité apparente.
Dans l’eau, les éthers de cellulose peuvent se trouver sous la forme de gels plus ou moins visqueux selon leur concentration dans le milieu et la température [Sarkar 1995] [Khayat 1998]. C’est grâce à ces propriétés que l’ajustement de la rhéologie et de la maniabilité du mortier est possible [Peschard 2002]. Cela engendre aussi la propriété de rétention d’eau, empêchant ainsi un départ d’eau trop rapide, surtout lorsque les mortiers sont appliqués sur des supports poreux [Bertrand 2004]. Par ailleurs, plus la masse moléculaire de l’éther de cellulose est importante, plus la chaîne de polymère est longue, par conséquent plus la capacité de former des liaisons avec l’eau est grande ; il en résulte une plus forte rétention en
eau. Bertrand [Bertrand 2004] a observé la rétention d’eau in situ avec un microscope électronique à balayage environnemental (ESEM) (voir figure I.10).
Figure I.10 - Images in situ en ESEM d’un éther de cellulose gonflant en présence d’eau
[Bertrand 2004]
I.4.2.1.2 Interaction avec le ciment et influence sur l’hydratation
Les différents modes d’action des polysaccharides avec les particules de ciment ne font pas l'unanimité parmi les auteurs cités par Peschard [Peschard 2002]. Plusieurs théories sont ainsi avancées pour tenter d’expliquer les interactions éthers de cellulose-ciment. Parmi elles on peut citer :
La théorie de l'adsorption : Les chaînes polymère s'adsorbent sur les grains de ciment
notamment les aluminates de calcium hydratés.
La théorie de la précipitation : En présence de polysaccharide, il y aurait formation
d'hydrates insolubles à la surface des anhydres (précipitation de sels insolubles, produits par les adjuvants organiques après réaction avec les ions calcium).
La théorie de la formation de complexes : Certaines fonctions des éthers de cellulose pour-
raient former des complexes avec les ions de la phase aqueuse tels que les ions calcium.
I.4.2.1.3 Influence sur les propriétés du mortier frais
Les éthers de cellulose sont des agents épaississants. La figure I.11 décrit la viscosité d’un mélange aqueux avec différents pourcentages de MHPC. L’augmentation de la concentration en MHPC augmente la viscosité du mélange (Figure I.11) [Khayat 1996] [Khayat 1998]. Il augmente sa viscosité, sa maniabilité en retardant l’hydratation et donc le temps de prise
[Khayat 1996].
Ces constats sont les mêmes que ceux effectués pour la rhéologie de mélanges eau-polysaccharide [Pourchez 2006]. Selon cet auteur, cette augmentation de la viscosité apparente est due à l'adsorption des molécules d'eau sur le polymère (liaisons hydrogène). Jenni [Jenni 2003] fait état de l'apparition de films d'éther de cellulose (MHEC) dans un enduit et ce dès le malaxage. Ces films sembleraient se former à l'intérieur et sur les parois des bulles d'air entraîné pendant le malaxage et seraient solubles dans l'eau en cas d'une nouvelle immersion du matériau. Ohama [Ohama 1998] a également observé la formation de films, mais ceux-ci seraient imperméables à l'eau.
Figure I.11 - Influence de la concentration en polymère sur la viscosité apparente du
mélange aqueux [Khayat 1996]
Le matériau frais est donc plus visqueux, cohésif et collant. Ces effets s'intensifient avec la teneur en polysaccharide. Il est également observé une augmentation de la quantité d'air entraîné par action des tensioactifs qui réduisent la tension superficielle de l'eau [Ohama 1984]. Cependant l'effet le plus connu, et d'ailleurs celui pour lequel le MHEC et les éthers de cellulose sont généralement utilisés, est la rétention d'eau. En effet, à faible taux de cisaillement, la phase aqueuse a la capacité de maintenir les particules de ciment en suspension ce qui diminue les risques de ségrégation et de sédimentation [Khayat 1998]. A fort taux de cisaillement, la résistance apparente du mélange diminue ce qui pourrait
s'expliquer par le désenchevêtrement des chaînes de polymères et la rupture de leurs liens
[Ohama 1998].
I.4.2.1.4 Influence sur les propriétés du mortier durci
L’incorporation d'éther de cellulose dans les matériaux cimentaires entraîne une diminution des résistances mécaniques. Il a également été montré que la porosité du matériau augmente sensiblement avec l’ajout des éthers de cellulose [Ohama 1984] [Silva 2001]. Dans certains cas, on observe que l'ajout de cet adjuvant augmente la contrainte de rupture et la déformation en traction.
Les MHEC ont la propriété de créer un réseau de micropores avec une faible quantité d’ajout
[Klemm 1997]. En effet les éthers cellulosiques engendrent un réseau poreux spécifique composé de bulles d’air (de 100 µm) connectées les unes aux autres par de fins canaux (de 0,1 à 1 µm). Avec une telle morphologie, ce réseau impose un régime hydrique mixte de flux capillaire et de diffusion de vapeur d’eau (figure I.12) [Malatrait 1992]. Ceci permet d’expliquer, d’une part la plus faible perméabilité à l’eau liquide des mortiers adjuvantés, car la cinétique du régime hydrique contrôlé par les bulles d’air est plus rapide que la cinétique du régime hydrique des mortiers non adjuvantés. D’autre part, l’autre conséquence est la plus forte perméabilité à la vapeur d’eau des mortiers adjuvantés car la cinétique du régime hydrique contrôlé par les canaux est plus rapide que pour les mortiers classiques.
Figure I.12 - Modèle du réseau poreux dans un mortier contenant un éther de cellulose d’après
Malatrait [Malatrait 1992]
Ce réseau est spécifique des éthers utilisés ; par exemple les MHPC induisent un volume poreux important comparé à des HEC (hydroethyl cellulose). Concernant ces derniers, leur incorporation conduit à l’apparition d’une nouvelle classe de pores par comparaison à un mortier ne contenant pas de HEC (figure I.13) [Silva 2001]. Les éthers de cellulose ont donc une influence sur la quantité, la taille, la mobilité de l’air entraîné et créent un réseau de bulles d’air. Pourchez [Pourchez 2007] a mesuré la taille de ce réseau de bulles. Elles mesurent entre
50 et 250 µm et sont stabilisées durant les premières heures par la formation d’un film de polymère à l’interface air-eau [Jenni 2005].
Figure I.13 - Distribution porosimétrique de la pâte de ciment en fonction de
la teneur en HEC D’après Silva et al. [Silva 2001]
Les éthers cellulosiques influent sur d’autres propriétés du matériau frais et durci, comme le retrait, l’adhérence ou encore la fissuration [Pourchez 2006a] [Bertrand 2002].
I.4.2.2 Les latex
Les latex sont des dispersions colloïdales stables de polymère dans un milieu aqueux. Normalement, les latex sont instables dans de telles conditions du fait des mouvements browniens et des forces de Van der Waals. Il est donc nécessaire de les stabiliser par l’ajout d’autres polymères, hydrophiles non chargés ou chargés. Ils peuvent être sous forme liquide ou sous forme de poudre.
L’un des avantages est la possibilité de les mélanger par avance aux différents composants du mortier pour obtenir des sacs préformulés et ainsi pouvoir les stocker plus facilement. Plusieurs types de latex sont utilisés dans l’industrie des mortiers [Ohama 1998] :
Les copolymères Styrène-Butadiène (SBR) Les Chlorures de Polyvinyle (PVDC) Les Acrylonitrile-Butadiène (NBR), Les Polyclhoropènes (CR),
Les Ester Polyacryliques (PAE), Les Acétate de Polyvinyle (PVAC),
